Modèle cinétique du craquage thermique

La modélisation de cette cinétique dépend de deux paramètres:

- la température ; - le temps de séjour.

L'augmentation du temps de séjour du gaz provoque davantage la conversion du goudron essentiellement en gaz. Toutefois, les proportions molaires des principaux gaz (CO, CO₂ CH₄, et H2) varient très peu avec le temps de séjour. La masse résiduelle du goudron en fonction de la température et du temps de séjour est calculée par une cinétique d'ordre 1. Rappelons que cette modélisation ne prend forme que si l’on connait le taux de goudron produit. A cet effet, soit :

Réalisé par ADAMON David Farid G. 47 Pgou : le taux de goudrons produits à une température donnée ;

Pgouresi : le taux résiduel de goudrons après craquage ; Ts : le temps de séjour ;

Cc : la constante cinétique ; T : la température de craquage ;

Pgazcrac : la quantité de gaz issu du craquage thermique ; Pgaz : la quantité de gaz issu du processus de gazéification.

- La quantité de goudron résiduel est :

Pgouresi = Pgou× 𝑒 ^{−𝑐𝑐×𝑡𝑠} (𝟐. 𝟏𝟐) - La constante cinétique cc est :

𝑐𝑐 = 𝑘₀× 𝑒 ^{−𝐸 𝑅×𝑇} (𝟐. 𝟏𝟑) Les constantes cinétiques k_o et E sont déterminées à partir des résultats expérimentaux effectués par Fagbemi et al. [16]. Selon ce dernier, ko est l'ordonnée à l'origine de la droite issue de l'équation d'Arrhenius et E est évaluée à partir de la pente de cette droite qui est égale à - E/R. On trouve les valeurs suivantes :

E =5,58.10³ cal. mole^-1 et ko= 4.34 s^-l

- La quantité de gaz issu du craquage thermique est :

Pgazcrac = (pgou-pgouresi) (2.14) - La quantité de gaz issu de la pyrolyse (conversion incluse) est :

Pgaz= (pga+pgazcrac) (2.15) L'équation (2.14) peut s'appliquer en général à toute biomasse si on connait l'équation de production du goudron en pyrolyse en fonction de la température.

La conversion du goudron s'accompagne d'une augmentation du volume de gaz, provoquant donc un accroissement sensible du pouvoir calorifique des gaz par unité de biomasse.

Réalisé par ADAMON David Farid G. 48 2.6.2. Modélisation des fractions molaires des gaz de pyrolyse avec craquage thermique

de goudrons issus des déchets de bois

L’estimation des fractions molaires des gaz de pyrolyse issus du craquage thermique de goudron est donnée à partir d’une fonction de deux variables donnant la proportion molaire du gaz en fonction de la température T et du temps de séjour de la biomasse dans le réacteur.

Pour y parvenir, nous disposons dans la littérature des données expérimentales issues des recherches Fagbemi et al. [16], obtenues sur une gamme de température variant de 500⁰C à 900⁰C par pas de 100⁰C, des fractions molaires des gaz pour plusieurs temps de séjour (Tableaux en annexe 3).

La connaissance de quatre points constitués du temps de séjour comme abscisse et des fractions molaires comme ordonnée pour chaque température, nous a permis de déterminer une fonction du second degré. Cette fonction exprime la fraction molaire du gaz en fonction du temps de séjour, pour plusieurs températures :

- T = 500^oC

%𝑔𝑎𝑧 = 𝑓₀ 𝑡_𝑠 , 𝑎𝑣𝑒𝑐𝑓₀ 𝑡_𝑠 = 𝑎₀+ 𝑏₀× 𝑡_𝑠+ 𝑐₀ × 𝑡_𝑠² + 𝑑₀× 𝑡_𝑠³ (𝟐. 𝟏𝟔. 𝒂) 𝑎₀, 𝑏₀, 𝑐₀𝑒𝑡𝑑₀ étant des constantes non nulles.

De façon analogue, on a respectivement pour les autres températures : - T = 600^oC

%𝑔𝑎𝑧 = 𝑓₁ 𝑡_𝑠 , avec 𝑓₁ 𝑡_𝑠 = 𝑎₁+ 𝑏₁× 𝑡_𝑠+ 𝑐₁× 𝑡_𝑠²+ 𝑑₁× 𝑡_𝑠³ (𝟐. 𝟏𝟔. 𝒃) - T = 700^oC

%𝑔𝑎𝑧 = 𝑓₂ 𝑡_𝑠 , avec 𝑓₂ 𝑡_𝑠 = 𝑎₂+ 𝑏₂× 𝑡_𝑠+ 𝑐₂× 𝑡_𝑠²+ 𝑑₂× 𝑡_𝑠 ³ (𝟐. 𝟏𝟔. 𝒄) - T = 800^oC

%𝑔𝑎𝑧 = 𝑓₃ 𝑡_𝑠 , avec 𝑓₃ 𝑡_𝑠 = 𝑎₃+ 𝑏₃× 𝑡_𝑠+ 𝑐₃× 𝑡_𝑠²+ 𝑑₃× 𝑡𝑠 3 (𝟐. 𝟏𝟔. 𝒅)

Réalisé par ADAMON David Farid G. 49 - T = 900^oC

%𝑔𝑎𝑧 = 𝑓₄ 𝑡_𝑠 , avec 𝑓₄ 𝑡_𝑠 = 𝑎₄+ 𝑏₄ × 𝑡_𝑠+ 𝑐₄× 𝑡_𝑠²+ 𝑑₄× 𝑡_𝑠³ (𝟐. 𝟏𝟔. 𝒆) Ensuite, les constantes a sont exprimées comme une équation de degré 4 en fonction de la température T. Une telle équation est de la forme :

𝑎 = 𝐴₀ + 𝐴₁× 𝑇 + 𝐴₂× 𝑇²+ 𝐴₃× 𝑇³+ 𝐴₄× 𝑇⁴ (𝟐. 𝟏𝟕. 𝒂) De façon analogue, on a respectivement pour les constantes b, c et d:

𝑏 = 𝐵₀ + 𝐵₁× 𝑇 + 𝐵₂× 𝑇²+ 𝐵₃× 𝑇³+ 𝐵₄× 𝑇⁴ (𝟐. 𝟏𝟕. 𝒃) 𝐶 = 𝐶₀+ 𝐶₁× 𝑇 + 𝐶₂× 𝑇²+ 𝐶₃× 𝑇³+ 𝐶₄× 𝑇⁴ (𝟐. 𝟏𝟕. 𝒄) 𝑑 = 𝑑₀+ 𝐷 × 𝑇 + 𝐷₂× 𝑇²+ 𝐷₃× 𝑇³+ 𝐷₄× 𝑇⁴ (𝟐. 𝟏𝟕. 𝒅) Enfin, les constantes des équations (2.17.a), (2.17.b), (2.17.c) et (2.17.d) sont substituées dans l’équation générale ci-après :

%𝑔𝑎𝑧 = 𝑎 + 𝑏 × 𝑡_𝑠+ 𝑐 × 𝑡_𝑠²+ 𝑑 × 𝑡_𝑠³ (𝟐. 𝟏𝟖) En générale, l’expression permettant d’estimer la fraction molaire du gaz est donnée par :

%𝑔𝑎𝑧 = (𝐴₀+ 𝐴₁ × 𝑇 + 𝐴₂ × 𝑇²+ 𝐴₃× 𝑇³+ 𝐴₄× 𝑇⁴) + (𝐵₀+ 𝐵₁× 𝑇 + 𝐵₂× 𝑇² + 𝐵₃

× 𝑇³+ 𝐵₄× 𝑇⁴) × 𝑡_𝑠+ (𝐶₀+ 𝐶₁× 𝑇 + 𝐶₂× 𝑇²+ 𝐶₃× 𝑇³+ 𝐶₄× 𝑇⁴) × 𝑡_𝑠² + (𝑑₀+ 𝑑₁× 𝑇 + 𝑑₂× 𝑇²+ 𝑑₃× 𝑇³+ 𝑑₄× 𝑇⁴) × 𝑡_𝑠 ³ (𝟐. 𝟏𝟗)

%gaz : fraction molaire du gaz ; T : température en degré Celsius ;

t_s : temps de séjour de la biomasse dans le réacteur.

En procédant de la même manière, nous avons pu trouver une fonction pouvant désormais nous permettre d’estimer la fraction molaire des différents gaz de pyrolyse issus du craquage thermique des goudrons partant des déchets de bois, connaissant la température de pyrolyse et le temps de séjour pour une température variant entre 500⁰C et 900⁰C.

Réalisé par ADAMON David Farid G. 50 Les constantes de la fonction nous permettant d’évaluer la fraction molaire de monoxyde de carbone CO produit après craquage thermique du jus pyroligneux des déchets de bois sont consignées dans le tableau 2.3.

Tableau 2.3 : Constantes de la fonction de monoxyde de carbone Constantes Valeurs

Réalisé par ADAMON David Farid G. 51 Les constantes de la fonction nous permettant d’évaluer la fraction molaire de dihydrogène H₂ produit après craquage thermique du jus pyroligneux des déchets de bois sont consignées dans le tableau 2.4.

Tableau 2.4 : Constantes de la fonction de dihydrogène

Constantes Valeurs

Réalisé par ADAMON David Farid G. 52 Les constantes de la fonction nous permettant d’évaluer la fraction molaire de méthane CH₄ produit après craquage thermique du jus pyroligneux des déchets de bois sont consignées dans le tableau 2.5.

Tableau 2.5 : Constantes de la fonction de méthane

Constantes Valeurs

Réalisé par ADAMON David Farid G. 53 Les constantes de la fonction nous permettant d’évaluer la fraction molaire de dioxyde de carbone CO2 produit après craquage thermique du jus pyroligneux des déchets de bois sont consignées dans le tableau 2.6.

Tableau 2.6 : Constantes de la fonction de dioxyde de carbone

2.7.Etude comparative des résultats numériques et expérimentaux des fractions molaires des gaz de pyrolyse obtenus avec craquage thermique des goudrons de pyrolyse

Des simulations sur les déchets de bois à des températures respectives de 500⁰C, 700⁰C et 900⁰C pour des temps de séjour respectifs de 0,4s, 1.1s et 2s. Ces différentes simulations ont été effectuées afin de constater l’écart entre les valeurs numériques et celles expérimentales obtenues, concernant les gaz combustibles. A cet effet, les tableaux ci-après ont été élaborés :

Constantes Valeurs

Réalisé par ADAMON David Farid G. 54 Tableau 2.7: Etude comparative des valeurs numériques et expérimentales des fractions molaires des gaz de pyrolyse des déchets de bois avec craquage thermique des goudrons pour T=500⁰C et t_s=0,4s

H2 7.599999999997408e+000 7.6 7.6

CH4 1.280000000000030e+001 12.8 12.8

CO2 3.659999999999673e+001 36.6 36.6

Tableau 2.8: Etude comparative des valeurs numériques et expérimentales des fractions molaires des gaz de pyrolyse des déchets de bois avec craquage thermique des goudrons pour T=700⁰C et ts=1.1s

CO 4.499999983836005e+001 45 45

H₂ 1.669999199999415e+001 16.7 16.7

CH₄ 1.639999999200097e+001 16.4 16.4

CO₂ 1.610000002399374e+001 16.1 16.1

Réalisé par ADAMON David Farid G. 55 Tableau 2.9: Etude comparative des valeurs numériques et expérimentales des fractions molaires des gaz de pyrolyse des déchets de bois avec craquage thermique des goudrons pour T=900⁰C et ts=2s

CO 5.499998609718659e+001 55 55

H₂ 3.199999999634179e+001 32 32

CH₄ 9.499999999994429e+000 9.5 9.5

CO₂ 3.499999999979082e+000 3.5 3.5

A la lecture des tableaux ci-dessus, on s’aperçoit bien que, quelque soit le modèle de pyrolyse, les valeurs numériques obtenues sont en concordance avec les données expérimentales. Cela témoigne de la précision de la méthode utilisée, outre son importance dans la recherche des fractions molaires des gaz combustibles de pyrolyse, quelle que soit la température de pyrolyse considérée.

En somme, il s’agissait dans ce chapitre de disposer d’un outil numérique pour l’estimation d’une part du taux de production du goudron de pyrolyse et d’autre part des fractions molaires des gaz combustibles en fonction de la température et du temps de séjour et, d’évaluer les écarts entre les valeurs expérimentales et numériques.

A partir du modèle séquentiel et partant de la modélisation des résultats quantitatifs des produits de pyrolyse et, celle de la cinétique de craquage du goudron, une simulation numérique du processus de gazéification s’impose pour prévoir la composition molaire des gaz.

Réalisé par ADAMON David Farid G. 56 CHAPITRE 3 : IMPLANTATION DU MODELE DANS UN PROGRAMME

DE PREVISION DE LA COMPOSITION MOLAIRE DES GAZ DE GAZEIFICATION ET EVALUATION DU PROGRAMME

L’amélioration qualitative et quantitative des gaz de gazéification nécessite d’une part la conversion des goudrons, et d’autre part du modèle de gazéification. Dans ce chapitre, le modèle de prévision de la composition molaire des gaz de gazéification utilisé est le modèle séquentiel qui tient compte des différentes étapes du processus de gazéification. Ainsi, nous allons nous servir de la modélisation de la cinétique de craquage des goudrons développée plus haut pour obtenir une méthode de prévision de la composition du gaz, basée sur les résultats expérimentaux des étapes d'un processus de gazéification.

3.1. Modélisation analytique des réactions de pyrolyse : Application à la prévision molaire des gaz selon le modèle séquentiel : cas des déchets de bois.

La prévision molaire des gaz de gazéification selon le modèle séquentiel nous amène, à chaque étape du processus de gazéification, à faire le bilan sur l’évolution des produits de pyrolyse. A cet effet, lors de nos recherches antérieures, nous avons effectué à la sortie des gaz de gazéification le bilan ci-après :

 Réaction de combustion

𝑛_𝐶𝑂¹ ₂ = 𝑛_𝐶𝑂2+ 𝑞 𝑒𝑡 𝑛_{𝐶𝑕𝑎𝑟}¹ = 𝑛_{𝐶𝑕𝑎𝑟} − 𝑞 (𝟑. 𝟏) Avec :

𝑛_𝐶𝑂2: 𝑛𝑜𝑚𝑏𝑟𝑒 𝑑𝑒 𝑚𝑜𝑙𝑒𝑠 𝑑𝑒 𝑑𝑖𝑜𝑥𝑦𝑑𝑒 𝑑𝑒 𝑐𝑎𝑟𝑏𝑜𝑛𝑒 𝑜𝑏𝑡𝑒𝑛𝑢 𝑒𝑛 𝑓𝑖𝑛 𝑑𝑒 𝑙𝑎 𝑝𝑦𝑟𝑜𝑙𝑦𝑠𝑒 𝑛_{𝐶𝑕𝑎𝑟} ∶ 𝑛𝑜𝑚𝑏𝑟𝑒 𝑑𝑒 𝑚𝑜𝑙𝑒𝑠 𝑑𝑒 𝑐𝑕𝑎𝑟𝑏𝑜𝑛 𝑜𝑏𝑡𝑒𝑛𝑢 𝑒𝑛 𝑓𝑖𝑛 𝑑𝑒 𝑙𝑎 𝑝𝑦𝑟𝑜𝑙𝑦𝑠𝑒

𝑛_{𝐶𝑕𝑎𝑟}¹ ∶ 𝑛𝑜𝑚𝑏𝑟𝑒 𝑑𝑒 𝑚𝑜𝑙𝑒𝑠 𝑑𝑒 𝑐𝑕𝑎𝑟𝑏𝑜𝑛 𝑜𝑏𝑡𝑒𝑛𝑢 à 𝑙𝑎 𝑓𝑖𝑛 𝑑𝑒 𝑙𝑎 𝑟é𝑎𝑐𝑡𝑖𝑜𝑛 𝑑𝑒 𝑐𝑜𝑚𝑏𝑢𝑠𝑡𝑖𝑜𝑛

𝑛_𝐶𝑂2 ¹ : 𝑛𝑜𝑚𝑏𝑟𝑒 𝑑𝑒 𝑚𝑜𝑙𝑒𝑠 𝑑𝑒 𝑑𝑖𝑜𝑥𝑦𝑑𝑒 𝑑𝑒 𝑐𝑎𝑟𝑏𝑜𝑛𝑒 𝑜𝑏𝑡𝑒𝑛𝑢 à 𝑙𝑎 𝑓𝑖𝑛 𝑑𝑒 𝑙𝑎 𝑟é𝑎𝑐𝑡𝑖𝑜𝑛 𝑑𝑒 𝑐𝑜𝑚𝑏𝑢𝑠𝑡𝑖𝑜𝑛 𝑞: 𝑞𝑢𝑎𝑛𝑡𝑖𝑡é 𝑑^′𝑜𝑥𝑦𝑔è𝑛𝑒 𝑝𝑎𝑟𝑡𝑖𝑐𝑖𝑝𝑎𝑛𝑡 à 𝑙𝑎 𝑟é𝑎𝑐𝑡𝑖𝑜𝑛 𝑑𝑒 𝑐𝑜𝑚𝑏𝑢𝑠𝑡𝑖𝑜𝑛

Réalisé par ADAMON David Farid G. 57

 Réactions de réduction

 Pour la réaction de BOUDOUARD

𝑅₁ =1.64 × 10² × 𝑒𝑥𝑝 ^−27.2×10_1.987×𝑇³ × 𝑃_𝐶𝑂2

Réalisé par ADAMON David Farid G. 58 En effet c’est la réaction de gaz à l’eau qui met fin au processus de gazéification. Toutefois, la composition en fraction molaire du gaz produit est :

𝑛_𝑖^𝑓 = 𝑛_𝑖 × 100

𝑛_𝑖𝑑𝑢 𝑚𝑒𝑙𝑎𝑛𝑔𝑒 𝑔𝑎𝑧𝑒𝑢𝑧 (𝟑. 𝟔) 𝑛_𝑖^𝑓: 𝑓𝑟𝑎𝑐𝑡𝑖𝑜𝑛 𝑚𝑜𝑙𝑎𝑖𝑟𝑒 𝑑𝑢 𝑔𝑎𝑧 𝑖 à 𝑙𝑎 𝑓𝑖𝑛 𝑑𝑒 𝑙𝑎 𝑔𝑎𝑧é𝑖𝑓𝑖𝑐𝑎𝑡𝑖𝑜𝑛 (𝐶𝑂₂, 𝐻₂, 𝐶𝐻_4,𝐶𝑂. )

𝑛_𝑖: 𝑛𝑜𝑚𝑏𝑟𝑒 𝑑𝑒 𝑚𝑜𝑙𝑒𝑠 𝑑𝑢 𝑔𝑎𝑧 𝑖 𝑜𝑏𝑡𝑒𝑛𝑢 𝑎𝑝𝑟è𝑠 𝑙^′é𝑞𝑢𝑎𝑡𝑖𝑜𝑛 𝑑𝑒 𝑔𝑎𝑧 à 𝑙^′𝑒𝑎𝑢 Des expériences effectuées par Dr.Ir. FAGBEMI découlent les observations suivantes : - à une température T supérieure à 800°C, la vitesse relative de la réaction de BOUDOUARD est 1,5 fois plus élevée que celle de la réaction de gaz à l’eau pour une même concentration de gaz réactifs dans le milieu;

- à une température inférieure à 800°C, le rapport entre les deux vitesses peut aller jusqu'à 3 selon FAGBEMI et al. (2001). En se basant sur les observations ci-dessus, nous avons établi les conditions suivantes :

𝛼 = 8 pour T < 800°c 𝛼 = 3 pour T > 800°c

𝛼: 𝐶𝑜𝑒𝑓𝑓𝑖𝑐𝑖𝑒𝑛𝑡𝑑𝑒𝑐𝑜𝑟𝑟𝑒𝑐𝑡𝑖𝑜𝑛.

Les pressions partielles de H2O et CO2 sont calculées à partir de la composition molaire des gaz obtenus y compris celle de la vapeur d’eau sous forme gazeuse obtenue jusqu'à la fin de la combustion.

𝑃_𝐻2𝑜 = 𝑛_𝐻2𝑜

𝑛_𝑡 𝑒𝑡𝑃_𝐶𝑂2 = 𝑛_𝐶𝑂2

𝑛_𝑡 (𝟑. 𝟖) 𝑛_𝑡 = 𝑛_𝐶𝑂2+ 𝑛_𝐶𝑂 + 𝑛_𝐶𝐻4 + 𝑛_𝐻2 + 𝑛_𝐻2𝑂 (𝟑. 𝟗)

Réalisé par ADAMON David Farid G. 59 Par contre, dans le cas de l'oxyvapogazéification, le débit molaire de vapeur introduit peut être pris en compte dans le calcul de la pression partielle.

3.2. Prévision de la composition molaire des gaz de gazéification

La composition molaire des gaz et celle de vapeur d’eau en sortie du gazogène proviennent de la somme des compositions molaires de chaque espèce gazeuse dans chaque zone.

Rappelons que le présent travail ne tient pas compte de la composition molaire des gaz issus du craquage thermique des goudrons, mais plutôt de sa quantité et de son pouvoir calorifique sur le gaz final (gaz de synthèse).Ainsi, à la fin du processus de gazéification nous obtenons les résultats suivants:

𝑛_𝐶𝑂^𝑓 : nombre de moles de monoxyde carbone obtenu en fin de gazéification ; 𝑛_𝐻^𝑓₂: nombre de moles d^′hydrogène obtenu en fin de gazéification;

𝑛_𝐶𝑂^𝑓 ₂: nombre de moles de dioxyde de carbone obtenu en fin de gazéification;

𝑛_𝐻^𝑓_2𝑂: nombre de moles de vapeur d^′eau obtenue en fin de gazéification ; 𝑛_𝐶𝐻^𝑓 _4: nombre de moles de méthane obtenu en fin de gazéification;

𝑃_{𝑔𝑜𝑢𝑟𝑒𝑠𝑖}^𝑓 : 𝑚𝑎𝑠𝑠𝑒 𝑑𝑒 𝑔𝑜𝑢𝑑𝑟𝑜𝑛 𝑝𝑟𝑜𝑑𝑢𝑖𝑡.

𝑛_𝐶𝑂, 𝑛_𝐻2,𝑛_𝐶𝑂2,𝑛_𝐻2𝑂, 𝑛_𝐶𝐻4représentent respectivement les quantités de monoxyde de carbone, d’hydrogène, de dioxyde de carbone, de la vapeur d’eau et de méthane en fin de pyrolyse.

Réalisé par ADAMON David Farid G. 60 Outre la composition molaire ou massique des produits de gazéification, nous disposons également du pouvoir calorifique inferieur du gaz, puis du rendement compte tenu des paramètres en entrée sans oublier l’énergie thermique contenue dans un kilogramme de déchets de bois.

3.3.Simulation

L’application du modèle numérique séquentiel avec craquage thermique des goudrons au lit fluidisé du CREUSOT, nous a permis d’évaluer la composition molaire des gaz en fonction de la température de réaction, de la quantité d’oxygène sollicitée, du temps de séjour, du taux d’humidité puis la quantité de matière lignocellulosique utilisée.

Nous avons utilisé les déchets de bois humide dont les caractéristiques sont : - masse : 127500 g;

- humidité : 27.5% ;

- quantité d’oxygène : 1155.46875mol ; - température de réaction : 850⁰C ; - temps de séjour : 0s.

Les résultats de la simulation sont consignés dans le tableau 3.1:

Tableau 3.1: Composition molaire des gaz de gazéification.

Fractions molaires

CO 4.536959765103187e+001 45.4 35.5

H₂ 1.758469831456227e+001 17.6 18.7

CH₄ 7.519553223232015e+000 7.5 10

CO₂

Réalisé par ADAMON David Farid G. 61 Les écarts observés peuvent s'expliquer non seulement par la différence de la composition élémentaire des essences de déchets de bois utilisées, mais aussi par la taille des échantillons et surtout du mode opérationnel. Par ailleurs, la présence de l’azote dénote d’une gazéification à l’air.

3.4. Influence du temps de séjour de la biomasse sur la composition molaire du gaz de gazéification et la quantité de gaz.

Nous étudierons l’impact du temps de séjour sur la prévision de la composition molaire des gaz de gazéification et la quantité de gaz obtenu. A cet effet, nous avons gazéifié une mole de déchets de bois (145g) ayant un taux d’humidité de 10% avec une mole de dioxygène en entrée pour des températures respectives de 600^oC et 800^oC. Ensuite, à chaque température le mélange subit une variation du temps de séjour dans l’ordre respectif de 0.35s, 1.4s et 3.8s pour T= 600^oC et dans l’ordre respectif de 0.3s, 1.1s et 3.1s pour T=800^oC. A l’issue de cette série d’opération, nous obtenons les tableaux 3.2 d’une part, et 3.3 d’autre part en annexe 4.

L’évolution de cette composition molaire du gaz et de la quantité de gaz en fonction du temps de séjour sont illustrées sur les graphes ci-dessous :

Figure 3.1 : Evolution des fractions molaires des gaz de gazéification en fonction du temps de séjour à T=600^oC

Réalisé par ADAMON David Farid G. 62 Figure 3.2 : Evolution de quantité de gaz de gazéification produit en fonction du temps de

séjour à T=600^oC

Figure 3.3 : Evolution des fractions molaires des gaz de gazéification en fonction du temps de séjour à T=800^oC

Réalisé par ADAMON David Farid G. 63 A la lecture de ces graphes, on s’aperçoit que la quantité de gaz produit en fin de gazéification croit sensiblement en fonction du temps de séjour quelle que soit la température de réaction.

Par contre, tel n’est pas le cas des fractions molaires. Lorsque la fraction molaire en monoxyde de carbone et celle en méthane semblent connaitre respectivement une diminution et une croissance lente aux faibles températures, contrairement aux hautes températures, les fractions molaires de dihydrogène et celles de dioxyde de carbone connaissent respectivement une croissance lente et une diminution non moins négligeable quelle que soit la température de réaction. Ces observations faites concordent bien avec les résultats de Hellgren et al. [20] qui observent une croissance de la quantité de gaz produit en fonction de l’augmentation de la température et du temps de séjour. Houben et al. [22] observent une diminution du dioxyde de carbone pendant que Morf et al. [36] observent une augmentation sensible de la fraction de dihydrogène et une production majoritaire de monoxyde de carbone aux fortes températures.

3.5. Influence de la température sur le Pouvoir Calorifique Inferieur (PCI) du gaz de gazéification

L’objectif de cette étude est de mesurer l’impact de la température sur le pouvoir calorifique inferieur du gaz de gazéification pour des temps de séjour donnés. Ainsi, nous avons gazéifié une mole de déchets de bois (145g) ayant un taux d’humidité de 10% avec une mole de dioxygène en entrée pour des temps de séjour respectifs de 0.3s, 1.1s, 3.1s et 4s. Ensuite, pour chaque temps de séjour le mélange subit une variation de température dans l’ordre respectif de 500^oC, 600^oC, 700^oC, 800^oC et 900^oC. A l’issue de cette série d’opération, nous obtenons les tableaux allant de 3.4 à 3.7 en annexe 3. L’évolution du PCI du gaz en fonction de la température est illustrée sur les graphes ci-après:

Réalisé par ADAMON David Farid G. 64 Figure 3.5 : Evolution du PCI en fonction de la température à ts=0.3s

Figure 3.6: Evolution du PCI en fonction de la température à ts=1.1s

Figure 3.7 : Evolution du PCI en fonction de la température à ts=3.1s

9.5

Réalisé par ADAMON David Farid G. 65 Figure 3.8 : Evolution du PCI en fonction de la température à t_s=4

A travers les graphes obtenus, nous remarquons une croissance sensible du pouvoir calorifique du gaz de gazéification en fonction de la température pour des temps de séjour inferieurs à 2s. Au delà de cette valeur et aux environs de T=800^oC, le PCI du gaz décroît. Le fléchissement du PCI s’explique par la baisse sensible des fractions molaires des gaz de haut pouvoir calorifique tels que le méthane et le dihydrogène. Ces observations faites sont parfaitement en accord avec les mesures expérimentales de Fagbemi et al. [16]. Ce chercheur a effectué une étude sur l’évolution du PCI du gaz à l’aide d’une bombe calorimétrique en fonction de la température et parvient au temps de séjour limite de 2s qui est d’ailleurs celui généralement recommandé dans les gazogènes.

3.6. Evolution du pouvoir calorifique inférieur des gaz par unité de masse du bois en fonction du temps de séjour et de la température

Comme nous l’avions vu plus haut, le craquage thermique des goudrons améliore la qualité et la quantité du gaz. Par conséquent, il améliore le pouvoir calorifique inférieur du gaz. Il s’agit donc pour nous d’effectuer un tableau comparatif entre le pouvoir calorifique inférieur du gaz avec et sans craquage. A cet effet, une étude a été faite sur les déchets de bois afin de mettre en exergue l’importance du craquage thermique dans l’amélioration du gaz de synthèse.

0 5 10 15

500 600 700 800 900

PCI en MJ/Nm3

Température en degré Celsius

PCI

Réalisé par ADAMON David Farid G. 66 Alors, nous avons gazéifié une mole de déchets de bois (145g) ayant un taux d’humidité de 10% avec une mole de dioxygène en entrée pour des températures respectives de 600^oC et 800^oC.

Ensuite, pour chaque température, le mélange subit une variation de temps de séjour dans l’ordre respectif de 0, 0.3, 1.1, 2, 2.1, 2.3, 3 et 3.1s. A l’issue de cette série d’opération, nous avons obtenu les tableaux 3.8 et 3.9 en annexe 3. L’évolution du PCI du gaz en fonction de la température est illustrée sur les graphes ci-dessous :

Figure 3.9 : Evolution du Pouvoir Calorifique Inférieur des gaz de gazéification en fonction du temps de séjour à T=600^oC

Figure 3.10 : Evolution du Pouvoir Calorifique Inférieur des gaz de gazéification en fonction du temps de séjour à T=800^oC

Réalisé par ADAMON David Farid G. 67 Les graphes obtenus témoignent bien de l’amélioration du PCI du gaz en fonction du temps de séjour. Toutefois, le pouvoir calorifique demeure une fonction croissante en fonction de la température. Même si le PCI du gaz augmente en fonction de la température pour un temps de séjour nul, il s’améliore davantage avec un temps de séjour non nul, sans oublier la quantité importante de gaz produit, d’où l’influence conjuguée aussi bien de la température que du temps de séjour sur le PCI du gaz de synthèse.

En somme, ce chapitre nous a permis de disposer d’un programme basé sur le modèle séquentiel prenant en compte le craquage thermique des goudrons outre les réactions de BOUDOUARD et de gaz à l’eau suivant leurs cinétiques respectives. Les différentes simulations nous ont permis d’étudier l’impact du temps de séjour sur le pouvoir calorifique du gaz de gazéification. Il en ressort de toute évidence que le temps de séjour participe à l’amélioration du PCI du gaz sans oublier la température qui demeure un facteur important dans l’augmentation du PCI du gaz. Il importe de remarquer que l’obtention d’un PCI meilleur nécessite un temps de séjour inférieur à 2s aux faibles températures.

Réalisé par ADAMON David Farid G. 68 CONCLUSION GENERALE

Dans le présent document, il a été effectué une modélisation des réactions de craquage thermique des goudrons de pyrolyse des déchets de bois. Cette modélisation a permis la résolution numérique du processus de gazéification de ces déchets à partir de la méthode séquentielle. Nous avons pu déterminer numériquement la composition molaire et massique des produits de pyrolyse et celle des produits de gazéification obtenus. Les effets des paramètres essentiels sur la composition molaire du gaz, la quantité de gaz et surtout le PCI ont été aussi étudiés. Il résulte de l’étude que le temps de séjour de la biomasse permet le craquage thermique des goudrons à une température donnée d’une part et, d’avoir un volume de gaz important propre dont le PCI est élevé d’autre part.

Dans les travaux ultérieurs, nous envisageons étendre à partir d’une nouvelle expérience

Dans les travaux ultérieurs, nous envisageons étendre à partir d’une nouvelle expérience

Dans le document MODELISATION DE L’INFLUENCE DU CRAQUAGE THERMIQUE DES GOUDRONS SUR LE RENDEMENT ENERGETIQUE DE LA GAZEIFICATION DES DECHETS DE BOIS (Page 60-0)